Inhibition effect of water mist on RDX dust explosion
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摘要: 为研究水雾对RDX粉尘爆炸的抑制作用，自主设计了可视化方管粉尘爆炸水雾抑制系统，选择了不同喷嘴类型、喷孔直径以及雾化压力等实验条件，以RDX粉尘爆炸火焰传播动态、爆炸压力以及爆炸温度等变化，判断不同条件下水雾对RDX粉尘爆炸特性的影响。结果表明：在同一雾化压力下，不同类型喷嘴喷出水雾对RDX粉尘爆炸抑制效果不同，离心喷嘴喷出水雾抑爆效果最好；随着雾化压力增大，水雾对RDX粉尘爆炸抑制作用增强；在实验选用的0.8、1.2、1.5、2.0、2.4 mm五种孔径离心喷嘴中，1.5 mm孔径离心喷嘴喷出水雾抑爆效果最佳，在雾化压力4 MPa下，RDX粉尘爆炸压力仅为0.1184 MPa，相比于无水雾时RDX粉尘爆炸压力0.4561 MPa，压力峰值降低了74.0%，爆炸温度为234 ℃，相比于无水雾时RDX粉尘爆炸温度774 ℃，温度峰值降低了69.8%。Abstract: A visual square tube water mist suppression system was independently designed in order to study the inhibition effect of water mist on RDX dust explosion. The system is composed of closed explosion chamber, powder spraying system, ignition system, high-speed photography system, water mist generation system, data acquisition system and time control system. The automatic control of powder injection and ignition is carried out by the time control system. Various experimental conditions such as different nozzle types, nozzle diameters, and atomization pressures were selected. The effect of water mist on RDX dust explosion characteristics was evaluated by comparing the changes in flame propagation dynamics, explosion pressure, and explosion temperature of RDX dust explosion. The results show that the explosion pressure, and temperature of RDX dust clouds increase with the increase of explosive mass. The inhibition effect of water mist on RDX dust explosions varies with different types of nozzles at the same atomization pressure. The water mist sprayed by centrifugal nozzle has the best explosion inhibition effect, and the spiral nozzle has the worst explosion inhibition effect. As the atomization pressure increases, the explosion inhibition effect of water mist enhances. The water mist sprayed by centrifugal nozzle with diameter of 1.5 mm shows the optimal explosion inhibition effect among the five centrifugal nozzles with diameters of 0.8, 1.2, 1.5, 2.0, and 2.4 mm used in the experiment. The explosion pressure and temperature attenuation of water mist on RDX dust explosion increased with the increase of spray pressure. The explosion pressure of RDX dust is only 0.1184 MPa at an atomization pressure of 4 MPa. the peak pressure is reduced by 74.0% compared to the situation without water mist where the explosion pressure of RDX dust is 0.4561 MPa. The explosion temperature is 234 ℃, which is 69.8% lower than the explosion temperature of RDX dust without water mist (774 ℃).
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Key words:
- RDX /
- dust explosion /
- water mist /
- explosion inhibition /
- pressure
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爆炸物的组装、存储和销毁等过程中，需采用适当方法尽量降低爆炸物意外引爆对人类生命财产和周围建筑物的损害。近年来，用水消减爆炸产生的空气冲击波的方法越来越受到重视，其中用水包围爆炸物的方法由于其成本低、使用方便、搭建快等特点，能够应用于很多场所，如炸药临时存放点、拆除或销毁弹药现场，常见的放置水(简称置水)的方法有在爆炸物上直接覆盖水袋或水枕、在爆炸物周围设置水墙等。因此，研究用水包围炸药的方式对爆炸载荷的作用机理，对于拓展该消波方式的应用是很有必要的。由于水包围炸药爆炸的过程与空中爆炸、水中爆炸各不相同，尤其是关于水与爆炸后高温高压气体及空气的作用过程和机理的报道较少，与盛水结构相关的研究未见报道。目前，已开展了一些关于水包围乃至直接覆盖炸药对较大比例距离处爆炸载荷影响的实验研究[1-5]，大多数的研究表明用水包围炸药可以大大消减爆炸冲击波[1-4]，而全尺寸大当量置水爆炸实验却表明水消减冲击波的效果较低[5]。因此，需要进一步开展水包覆炸药的置水爆炸研究，研究该消波方式对爆炸载荷的作用机理。
本文中，采用在钢筒内用水直接包覆炸药的方式进行比例距离为0.128 m/kg1/3的爆炸实验，用光纤位移干涉仪测量爆心环面径向速度和钢筒变形，分析炸药被水直接包裹时近距离爆炸载荷对钢筒的作用过程，评估盛水结构材料对小比例距离的爆炸载荷和钢筒响应的影响，探讨爆炸初期水与冲击波和空气的作用过程，以期为进一步掌握炸药被水包围时水对爆炸冲击波的作用机理提供参考，并为下一步的数值模拟提供基本的实验数据。
1. 实验方法
实验示意图如图 1所示:钢筒材料为20钢，两端开口，内径为100 mm，壁厚12 mm，筒长400 mm; 光纤位移干涉仪[6]用于测量爆心环面钢筒外壁的动态速度和钢筒动态变形；爆炸源采用由柔爆索中心引爆的球形组装炸药，且各次实验中的柔爆索长度相同。球形起爆药球用微米级PETN粉压制而成，较大的主炸药用密度约为1.67 g/cm3的TNT50/RDX50，组装炸药总的爆炸威力约为60 g TNT当量。已有的实验表明，这种结构的装药爆轰波球形度都较好[7]。置水实验时, 将球形装药放入注满水的薄壁球壳的中心，实现爆心对称约束水的目的，使爆炸冲击波与水的作用过程具有良好的对称性，见图 2。
薄壁球壳作为盛水结构, 需要有一定的刚度和强度，以确保注水后的球壳仍基本保持球形。实验中，分别采用了玻璃球壳和PVC球壳作为置水装置，置水量约为120 g，水的质量和炸药TNT当量的比值(简称水药比)为2，如图 3所示，炸药球直径为38 mm，“水球”外径为66 mm。PVC的密度约为1.4 g/cm3，玻璃的密度约为2.5 g/cm3；PVC壳壁的厚度小于0.18 mm，质量约为3 g；玻璃壳壁的厚度约为0.5 mm，质量约为20 g。共进行了1次无水爆炸和2次置水爆炸实验。实验中，采用雷管末端电探针信号作为零时信号，无水实验中在炸药表面布置探针测时；PVC壳置水实验中采用与无水爆炸实验中长度相同的柔爆索，据此确定爆轰波到达炸药球表面的时刻与无水爆炸时的相同。
2. 实验结果及分析
2.1 置水前后钢筒外壁的质点速度
图 4给出了光纤位移干涉仪实测的无水和置水爆炸时爆心环面钢筒外壁质点速度曲线，速度正值表示钢筒外壁向外扩张。可见，无水爆炸实验中，钢筒外壁质点速度振荡上升，钢筒进入外扩阶段，速度最大值约为24.6 m/s；之后，钢筒外壁速度下降，进入收缩阶段；随着速度升为正值，钢筒又进入外扩阶段；如此反复，即钢筒发生“呼吸振动”，其周期约为70 μs，速度上下峰值均随振荡逐渐减小。PVC球壳和玻璃球壳置水爆炸时，爆心环面钢筒外壁的质点速度最大值分别为69.9和132.8 m/s，分别约为无水爆炸时的3倍和5倍。这说明该条件下的置水爆炸对钢筒内壁产生的压力显著大于无水爆炸，PVC球壳置水爆炸时钢筒同样发生“呼吸振动”。图 4(b)中玻璃球壳置水爆炸时爆心环面钢筒外壁质点速度曲线的初始和结束部分存在大量的毛刺，这主要是因为在这2个时段探头接收到的信号光太弱，降低了信号的对比度，在将频率-时间对提取出来换算成速度-时间对的数据处理过程中产生了这些毛刺。
图 4 爆心环面钢筒外壁质点速度-时间曲线Figure 4. Particle velocity-time curves of the steel-cylinder outer surface centered at the explosion2.2 置水前后钢筒的变形
钢筒在小比例距离爆炸加载下会发生复杂的弹塑性变形，并在置水爆炸实验中出现了破裂现象。PVC球壳置水实验后钢筒爆心环面环向变形基本均匀，而玻璃球壳置水实验后钢筒爆心环面环向变形不均匀，如图 5所示。钢筒上下变形差异是由炸药上下侧玻璃球壳厚度不同引起的，玻璃球壳端盖增加了炸药上侧的玻璃质量，使向上的爆炸威力增强。
图 5 玻璃壳置水爆炸钢筒爆心环面外壁径向位移Figure 5. Radial displacement of the steel-cylinder outer surface centered at the explosion with water in the glass shell图 6是由实测速度曲线积分得到的爆心环面钢筒外壁被测点的位移曲线。可见，无水爆炸时钢筒测点径向位移在40 μs内从零增至约0.5 mm，钢筒变形平均速度为12.5 m/s，之后降至约0.25 mm，然后发生上下振荡，这是由钢筒的呼吸振动所致，其稳定值约为0.29 mm，表明钢筒产生了塑性变形。PVC球壳和玻璃球壳内置水爆炸时钢筒径向位移分别在75和100 μs内从零升至2.2和3.1 mm，钢筒变形平均速度分别为29、31 m/s，PVC球壳内置水爆炸加载下钢筒径向位移曲线同样出现上下振荡的现象，其稳定值约为1.94 mm。可见，用玻璃球壳内置水爆炸时钢筒变形量最大，变形速度最快；无水爆炸时钢筒变形量最小，变形速度最慢。
图 6 不同情况下爆心环面钢筒外壁径向位移-时间曲线Figure 6. Radial displacement-time curves of the steel-cylinder outer surface centered at the explosion in different cases根据实测的速度曲线，得到的无水和置水爆炸实验结果见表 1，表中me为炸药TNT当量，mw为置水量，cc为冲击波走时, vp为峰值速度，ss为稳定位移，γ为钢筒环向塑性变形，表中还列出了以往实验中120 g TNT当量和180 g TNT当量炸药无水爆炸时长600 mm的钢筒的变形情况作为参考[8]，该钢筒其余参数与长400 mm的钢筒的相同。可见，水药比为2的60 g TNT当量炸药置水爆炸与120 g TNT炸药无水爆炸时钢筒的塑性变形基本相同，约为180 g TNT炸药无水爆炸时钢筒塑性变形量的1/2，但置水爆炸时钢筒还出现了轴向破裂现象，120 g TNT和180 g TNT当量炸药爆炸时没有观察到钢筒出现裂缝。结构在高速冲击下的剪切破坏与材料细观上的绝热剪切带有关[9]。本实验中出现钢筒小变形断裂的原因可能是水撞击产生高应变率，导致材料塑性降低，形成的绝热剪切带使钢筒断裂。
表 1 无水和置水爆炸实验结果Table 1. Measured results of explosion without and with waterme/g mw/g cc/μs vp/(m·s-1) ss/mm γ/% 雷管爆炸 药球表面 钢筒外壁 60 0 0 39.6 46.0 24.6 0.29 0.47 60 120(玻璃) 132.8 3.12* 5.0*(有裂缝) 60 120(PVC) 0 39.6 72.1 69.9 1.94 3.1(有裂缝) 120 0 73Δ 2.28Δ 4.2Δ 180 0 110Δ 5.15Δ 8.3Δ *指按峰值变形获得的数据；Δ指轴向长度为600 mm的钢筒用探针测量的数据，仅作参考。 上述结果说明，相同炸药下有水爆炸时钢筒的变形时间更长、变形速度更高，即爆炸对钢筒的作用力更大；水药比为2的玻璃球壳置水爆炸时钢筒变形量最大，约为无水爆炸时的10倍；PVC球壳置相同水时约为无水爆炸时的8倍，即水会大大增强爆炸对该比例距离处钢筒的冲量作用。相比PVC球壳，用玻璃球壳作为盛水结构对爆炸的增强作用更显著。
分析认为，当水中的冲击波传到盛水结构时，发生加载或卸载反射，并向盛水结构中透射冲击波。该透射冲击波到达自由面时，发生卸载反射，盛水结构向外膨胀且质点速度增加，当反射的卸载波回到盛水结构与水的交界面时将反射冲击波。因此，在盛水结构中将来回反射卸载波和冲击波，盛水结构的速度随着反射次数增加而增加，每次反射的速度增量与两处界面的反射系数有关。当盛水结构的波阻抗(大于水的波阻抗)增加时，盛水结构加速更快，因此对爆炸载荷的影响也较大。当盛水结构的波阻抗小于水的波阻抗时，盛水结构的速度增加变缓，对爆炸载荷的影响减小。
盛水结构的材料密度越低、厚度越小则其质量越小、波阻抗越小，动能就越小，对钢筒壁面撞击的作用力越小、作用时间越短，因此对爆炸载荷的影响也越小。
3. 钢筒破坏过程探讨
3.1 无水爆炸
由图 4(a)可见, 无水爆炸时钢筒在速度波形的第1个1/4周期内, 发生受迫振动, 速度振荡上升后下降, 振荡周期约为4.2 μs, 该振荡应是由于应力波在内外壁面来回反射造成的, 振荡周期受加载波与卸载波衰减和相互叠加影响; 其后, 钢筒主要表现为自由振动。
由表 1可知, 无水爆炸时冲击波从炸药表面至钢筒外壁共用时6.36 μs, 弹性应力波以5.0 km/s在钢筒内外壁传播的耗时约为2.4 μs, 得到冲击波由炸药表面至钢筒内壁的走时为3.96 μs, 炸药表面距钢筒内壁约30 mm, 因此在该传播距离上的空气冲击波平均速度约为7.6 km/s。炸药爆炸初期, 爆炸产物紧跟空气冲击波，两者没有完全分离；之后，冲击波和爆炸产物才因速度不同而相距越来越远[10]。速度波形中46.0 μs开始的幅值约为14.2 m/s的第1个速度脉冲应是由空气冲击波引起的，根据强间断柱面波在弹性介质中的传播规律，沿径向有公式[11]:
vr=−√a/rp0/(ρ0c0) (1) 式中：vr指半径为r处的径向质点速度，a为钢筒内半径，p0为钢筒内壁的应力，ρ0和c0分别为钢筒的初始密度和波速。
得到钢筒内壁处的应力即空气冲击波在内壁的反射超压峰值约为310 MPa，估算该冲击波到达钢筒内壁时波速约为6.0 km/s；第2个速度峰值20.9 m/s可能是由于紧跟空气冲击波的爆轰产物的撞击引起的，对应的压力峰值约为457 MPa；后继的波峰可能是钢筒壁面应力波复杂叠加导致的。
3.2 置水爆炸
图 4(b)中，玻璃壳和PVC壳2种置水方式下实测的速度波形均没有由零直接上升至速度峰值，速度上升沿从76 μs开始出现幅值接近15 m/s、持续约4 μs的相对平缓的“小台阶”，且最大速度比无水爆炸时的速度增加很多。下面以PVC置水为例，对置水爆炸时的作用过程进行分析，如图 7所示。
图 7 PVC壳置水爆炸实测的钢筒外壁质点速度-时间曲线Figure 7. Measured particle velocity-time curve of the steel-cylinder outer surface centered at the explosion with water in the PVC shell置水爆炸时，爆炸冲击波传播到水后，高温高压气体推动水运动，同时在水中形成冲击波，使水的动能和内能均开始增加，一部分爆炸能量被水吸收，随着水团向外扩散，气体温度、压力逐渐下降。装药附近水中的冲击波速度可达6.0 km/s，随着冲击波在水中传播, 波阵面的压力和传播速度快速下降，当冲击波到水/空气界面即水的自由面时，冲击波在水自由面发生反射，自由面水的质点速度约为入射波后水的质点速度的2倍，因此自由面水的质点速度与入射冲击波中的压力基本成正比。如果入射冲击波是按指数关系衰减的，则压力由其最大值迅速减小，导致距自由面不同位置处的水的运动速度不同，从而使自由面附近的水点向空气喷射、飞溅。
随着水的喷射、飞溅、空气扰动和水的扩散运动等造成水的破碎，高温高压气体通过水的“空气缝隙”向前运动，并在水的前方形成新的冲击波，该冲击波压力幅值相比刚传播到水时的冲击波压力已大大降低，但其传播速度比水飞溅的运动速度快，因此该冲击波先于水作用到钢筒内壁产生一个弹性的应力波。3 μs后，质点速度大小不同的飞溅水点和部分爆轰产物的混合物陆续撞击到钢筒内壁，撞击作用持续约5 μs。随后基本成片的水撞击到钢筒内壁，对应图 7中80 μs开始的上升沿较陡的速度波形；在81 μs时速度波形有一个拐点，由式(1)得到对应的应力约为660 MPa，可能是由材料发生动态屈服引起的；之后速度快速上升至峰值，相应的应力值约为1.4 GPa，可以推算出撞击时水的速度约为535 m/s, 波速约为2.56 km/s。此后钢筒外壁速度因卸载波的影响开始振荡下降，随着时间增加，外壁面的速度振荡也随之趋于平缓。
由钢筒外壁质点速度3.8 m/s，入射波质点速度应为1.9 m/s，代入式(1)，算出该弹性波的压力峰值约为80 MPa，此值为穿过水“缝隙”形成的空气冲击波反射超压峰值。同理，钢筒外壁速度峰值13 m/s对应的压力峰值约为284 MPa，应为飞溅水点和部分爆轰产物的“混合物”对钢筒的作用强度。假定“混合物”以水为主，根据“混合物”与钢筒撞击面上动量守恒条件，得到飞溅水点撞击钢筒的质点速度约为197 m/s，该值显著低于水的峰值质点速度，说明“混合物”应是以爆轰产物为主。其作用强度低于没有水的爆轰产物造成的影响，可能是水对爆轰产物的阻挡作用所致。
根据球形冲击波在水中传播的峰值压力计算公式[11]：
pm=A(r0/r)α (2) 式中:pm为压力峰值；r0为装药半径，取为0.019 m；r为测点距爆心距离，取为0.033 m；A和α为与炸药相关的参数，本实验中由能量相似原则计算得到系数A为12.36 GPa，α为3，得到冲击波在水中传播至空气与水的界面附近时的峰值压力约为2.36 GPa。
根据水的冲击压缩特性[12]，水与空气界面处水的初始质点速度约1.56 km/s，此处以自由面的质点速度加倍进行了计算。当冲击波压力为1~20 G Pa时，水中冲击波平均速度取为4.46 km/s。将爆轰波到达炸药表面的时刻定义为零时刻，根据上述分析，由表 1可得爆炸产生的冲击波作用到钢筒外壁的时刻约为35.4 μs，减去冲击波在水中和钢筒壁面的传播用时，得到飞溅水点由水表面运动至钢筒内壁用时29.5 μs，相应的平均速度约为576 m/s。该平均速度小于水与空气界面处的初始质点速度，其原因可能有:(1)界面处的初始质点速度是依入射冲击波压力峰值得到的，而后续的质点速度按指数关系衰减，因此飞溅水整体的平均初始速度低于界面处的初始质点速度；(2)水滴在空气中高速运动时受空气阻力作用速度有一定的下降；(3)利用经验式(2)计算近场爆炸的压力存在一定的误差，自由面质点速度加倍的处理方式也会导致初始质点速度在一定程度上被高估。
通过上述分析，进一步认识水对爆炸冲击波的作用机理。炸药周围置2倍水后，水运动至比距离为0.128 m/kg1/3处时已经发生分裂、破碎等过程，爆炸能的一部分已经转化为水的运动能并与空气发生摩擦、减速从而消耗能量。在水中传播的冲击波使空气界面处的水发生溅射、飞散、破裂之后，高温高压的气态爆轰产物通过水的“裂缝”在空气中形成冲击波，因此该冲击波形成时间晚于无水爆炸，这种形成方式同样限制了冲击波强度，延长了冲击波的持续时间。由于从爆心至该比例距离处的整个衰减过程很短，水仍具有较大的动能，会与爆炸形成的空气冲击波在较短时间内共同作用目标物，产生巨大的冲击作用。可见，如果在开阔空间置水爆炸时，此后运动速度高于水的空气冲击波将进一步拉大与水(滴)的距离，随着水在空气作用下发生减速运动，水的运动能逐渐降低，在高温高压气体推动和空气阻碍的共同作用下，不同大小和初始速度的飞溅水进行不同程度的减速，从而在传播方向上进一步分散，即水的冲击作用幅值降低、作用时间增加[13]。在更大比距离处，水的运动能将可忽略，此时空气冲击波占主导作用，但由于一部分爆炸能被水消耗，因此冲击波幅值显著小于无水爆炸空气冲击波。
关于在水直接包覆下炸药爆炸的数值模拟问题：一方面，根据置水爆炸获取的钢筒外壁速度曲线可以确定，水在0.128 m/kg1/3处已经开始分裂，环向分布不均匀，因此原本以球对称传播的爆炸冲击波各个方向的幅值不同，且各方向的水的动能也不同，说明在较小比例距离处不同方向的压力和冲量很可能会有较大偏差；另一方面，不同于无水爆炸，由于爆炸后高温高压气体和水复杂的作用过程导致空气冲击波形成过程与水的破碎密切相关，该冲击波是由高温高压气体通过水的“裂缝”形成的，而采用一维数值模型会使水始终处于高温高压气体和空气之间，将会改变置水爆炸的作用过程，使爆炸冲击波的消减效果出现偏差。上述分析说明，水包覆下炸药爆炸的数值模拟应采用二维以上模型，条件许可时最好用三维模型以便获取更合理的计算结果。
4. 结论
通过比例距离为0.128 m/kg1/3的钢筒内爆炸实验，探讨了无水和水直接包覆炸药爆炸时钢筒的破坏过程，依据钢筒径向速度曲线, 分析了水与冲击波和空气的作用机理，结果表明：(1)置水爆炸时，水中传播的冲击波使空气界面的水发生溅射、飞散、破裂后，高温高压气态爆轰产物通过水的“裂缝”在空气中形成冲击波，相比无水爆炸，这种形成方式使该冲击波出现更晚、强度更低、持续更久；(2)在水包覆下炸药爆炸的数值模拟中，由于空气冲击波在水发生破碎之后形成，爆炸初期不同方向的压力和冲量是不同的，而采用一维模型会改变置水爆炸的作用机理，扩大较小比例距离处的计算偏差，应采用二维或三维模型以获取更合理的计算结果；(3)玻璃壳和PVC壳内置水直接包覆炸药时，该比例距离处的钢筒变形量分别是无水爆炸时的10倍和8倍，波阻抗大于水的波阻抗的盛水结构材料密度越低、厚度越小对爆炸载荷的影响越小；(4)用光纤位移干涉仪可以以非接触的方式获取钢筒径向质点速度、位移时程曲线，可作为爆炸力学重要的动态测试技术，尤其适用于动态大冲量加载下小型目标物的大变形测量。
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图 2 实验系统示意图
Figure 2. Diagram of experimental system
1. Compressor; 2. Gas tank; 3. Pressure gauge; 4. Solenoid valve; 5. Electric spark generator; 6. Temperature acquisition instrument; 7. Pressure acquisition instrument; 8. Water tank; 9. Nitrogen cylinder; 10. Electrode; 11, 12, 13. Spare interface; 14. Thermocouple; 15. Pressure sensor; 16. Explosion chamber; 17. Water mist generation device; 18. Spray nozzle; 19. Bursting disc; 20, 22. Valve; 21. Vacuum gauge; 23. Vacuum connection; 24. Time controller; 25. High speed camera; 26. Computer; 27. Controller; 28. Flame detector; 29. Trigger; 30. Dust nozzle; 31. Connecting flange.
图 3 4.5 g RDX粉尘爆炸火焰传播图像（单位：ms）
Figure 3. Flame propagation of RDX dust explosion (unit: ms)
图 4 不同质量RDX粉尘爆炸压力变化
Figure 4. Pressure diagrams of RDX dust explosion with different masses
图 5 不同质量RDX粉尘爆炸温度变化
Figure 5. Temperature diagrams of RDX dust explosion with different masses
图 7 爆炸压力、温度随雾化压力的变化
Figure 7. Pressure and temperature by RDX explosion varied with pressure of the mist
图 9 不同孔径、不同雾化压力下水雾对RDX粉尘爆炸压力、温度抑制对比
Figure 9. Pressure and temperature suppression of RDX at different apertures and spray pressures
图 10 不同雾化压力时RDX粉尘爆炸火焰传播
Figure 10. Flame propagation of RDX dust explosion under different spray pressures
图 11 不同雾化压力下RDX爆炸压力曲线
Figure 11. Pressure curves of RDX explosion under different spray pressures
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